Artculo16

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Revista CIENCIA Vol.19, 2, 285- 307 (2017) 
 
Recibido: Diciembre de 2016 
Aprobado: Marzo de 2017 
DISEÑO Y ANÁLISIS DE VIGAS DE ACERO CON 
SECCIÓN TIPO “I” 
 
Roberto Aguiar(1,4), Juan Carlos Vielma(2), David Mora(3) 
 
 
(1)Departamento de Ciencias de la Tierra y la Construcción 
Universidad de las Fuerzas Armadas ESPE 
Av. Gral. Rumiñahui s/n. Valle de los Chillos, Ecuador 
 
rraguiar@espe.edu.ec 
 
(2)Escuela de Ingeniería Civil 
Pontificia Universidad Católica de Valparaíso 
Chile 
 
(3)Centro de Investigación de la Vivienda, Facultad de Ingeniería Civil y Ambiental 
Escuela Politécnica Nacional 
Quito, Ecuador 
 
(4)Carrera de Ingeniería Civil 
Universidad Laica Eloy Alfaro de Manabí, 
Manta, Ecuador 
 
 
RESUMEN 
 
Las vigas de acero con sección transversal tipo “I” son muy utilizadas en 
las construcciones, por lo que se decidió escribir este artículo para presentar en 
primer lugar el formulario con el que se obtiene las propiedades de una sección 
con una explicación detenida de los módulos elástico y plástico. 
 
Posteriormente, se indica con detalle el cálculo de la capacidad a flexión, 
orientado al diseño por el método LRFD. Para ello se muestra los controles que se 
deben realizar para ver si el elemento es compacto y se destaca la importancia de 
contar con vigas transversales que impidan la deformación lateral del ala superior. 
Se determina la capacidad a flexión para una viga con pandeo lateral torsional 
inelástico y elástico. 
 
Para ilustrar la bondad de contar con vigas transversales, se presenta la 
relación entre la capacidad de momento a flexión en función de la longitud de 
arriostramiento. Mientras mayor es esta longitud la capacidad a flexión disminuye. 
 
Por último se obtiene el diagrama momento-rotación, que sirve para el 
análisis no lineal, siguiendo los lineamientos del ASCE/SEI 41 y se comparan sus 
resultados a nivel de momento último con los que se hallan en el método LRFD. 
 
El cálculo numérico se realizó en una viga de acero A57 grado 50 utilizada 
en la construcción de la Unidad de Vigilancia Comunitaria de la ciudad de Manta, 
mailto:rraguiar@espe.edu.ec
286 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
cuya estructura tuvo un excelente comportamiento durante el terremoto del 16 de 
abril de 2016, que tuvo una magnitud de momento de 7.8. Pero no corrió la misma 
suerte la mampostería de la planta baja porque estaba mal construida, se detalla 
esta experiencia para tener en cuenta los errores cometidos en futuras 
construcciones de acero. 
 
Palabras Claves: Capacidad a Flexión de perfiles de acero; Diagramas Momento-
Rotación; Conexiones pre-calificadas. 
 
ABSTRACT 
 
Steel beams with cross-section shapes type "I" are widely used in 
constructions, so it was decided to write this paper to present first the form with 
which it is possible to obtain the properties of a section with a detailed explanation 
of the elastic and plastic modules. 
 
Afterwards, the calculation of the flexural capacity, oriented to the design by 
the LRFD method, is indicated in detail. This shows the controls that must be 
performed in order to verify if the studied element is compact, and highlighting the 
importance of having bracing beams that prevent the lateral deformation of the 
upper flange of the beam. Then, the bending capacity is determined for an inelastic 
and elastic torsional lateral buckling. 
 
To illustrate the benefits of having bracing beams, the relationship between the 
moment-to-bending capacity as a function of the bracing length is presented. The 
longer this length the flexing capacity decreases. 
 
Finally, the moment-rotation diagram is computed. This relationship is used for 
non-linear analysis, following the guidelines of ASCE / SEI 41 and compare their 
results at the ultimate moment with those found in the LRFD method. 
 
The numerical calculation was carried out on an A57 grade 50 steel beam, 
used in the construction of the Community Surveillance Unit of the city of Manta, 
whose structure had an excellent performance during the earthquake of April 16, 
2016, which had a magnitude of Moment of 7.8. However, the masonry of the 
ground floor experienced severe damage because it was poorly built, this 
experience is detailed to take into account the mistakes made in future steel 
constructions. 
 
Keywords: Flexural capacity; Moment-rotation diagrams; Pre-qualified 
connections. 
 
1. INTRODUCCIÓN 
 
En el diseño sismo resistente clásico se persigue como principales 
objetivos que las estructuras no colapsen y que los daños que se lleguen a 
producir no cusen heridos graves ni fallecidos. Sin embargo, las lecciones 
aprendidas durante terremotos recientes indican que estos objetivos de diseño son 
insuficientes para satisfacer las expectativas reales de propietarios y usuarios de 
dichos edificios. 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 287 
 
 
En el caso particular de las estructuras metálicas no escapa de esta 
realidad. Como se sabe, las estructuras metálicas son ampliamente usadas a nivel 
mundial para la construcción de edificios emplazados en zonas de alta amenaza 
sísmica. La tipología más usual que se construye con estructura metálica es de 
pórticos dúctiles, caracterizados por su adecuada capacidad para disipar energía y 
su alta flexibilidad. El buen desempeño de estas estructuras, también conocidas 
como estructuras de pórticos especiales resistentes a momentos, ante terremotos 
fuertes, depende en gran medida del adecuado comportamiento de sus 
conexiones, ya que se ha demostrado que el fallo catastrófico que han 
experimentado algunas de estas estructuras, se ha debido en gran medida al fallo 
localizado especialmente en las juntas viga-columna. 
 
Luego del terremoto de Northridge del año de 1995, se puso en evidencia 
que las conexiones empleadas en los pórticos especiales resistentes a momento 
no eran las adecuadas para soportar terremotos fuertes, ya que presentaron fallas 
frágiles en los puntos de unión entre las alas de las vigas y de las columnas. En la 
Figura se puede apreciar el fallo típico observado en conexiones diseñadas y 
construidas según las normas vigentes para la fecha en los Estados Unidos de 
Norteamérica, Bruneau et al. (2011). 
 
Figura 1. Falla frágil de conexión viga columna durante el terremoto de 
Northridge de 1995. Fuente: Bruneau et al. (2011). 
 
A partir de ese momento, se comenzó con una iniciativa que involucró 
tanto a investigadores como a ingenieros en la práctica profesional, que tuvo como 
metas determinar las causas del inadecuado comportamiento de las juntas y, por 
288 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
otro lado, proponer nuevas conexiones para ser consideradas en el diseño. En 
dicha iniciativa participaron la Asociación de Ingenieros Estructurales de California 
(SEAOC), el Consejo de Tecnología Aplicada (ATC) y las Universidades 
californianas para Investigación en Ingeniería Sísmica (CUREe). Los resultados de 
dicha investigación fueron recogidos en un documento titulado “Criterios 
recomendados para el diseño sísmico de nuevos edificios con pórticos resistentes 
a momento”, también conocido como FEMA 350 (2000), dado que fue 
precisamente la Agencia Federal para Manejo de Emergencias la encargada de 
brindar el apoyo financiero a dicha iniciativa. En este documento hay un capítulo 
dedicado exclusivamente al diseño de conexiones y dentro de este se presenta 
una sección que contiene las recomendaciones específicas para conexiones 
precalificadas, aplicándose los siguientes criterios para establecer si una conexión 
es pre-calificada: 
 
 Existencia de suficiente información experimental y datos 
analíticos para el desempeño de la conexión para poder 
establecer el mecanismo de plastificacióny los modos de falla de 
la conexión. 
 Formulación de modelos racionales para predecir la resistencia 
asociada para cada mecanismo y modo de falla. 
 Para unas características geométricas y mecánicas de la 
conexión, se debe usar un procedimiento racional para estimar 
cual mecanismo controla el comportamiento y la capacidad de 
deformación (deriva de piso). 
 Dados los modelos y procedimientos, la base de datos existente 
es adecuada para permitir la evaluación estadística de la 
confiabilidad de la conexión. 
 
Las conexiones pre-calificadas prescritas en el FEMA 350 han sido 
adoptadas y normalizadas en el ANSI-AISC 358 (Conexiones precalificadas para 
pórticos de acero intermedios y especiales resistentes a momentos para 
aplicaciones sísmicas en sus diferentes versiones (2005, 2010 y 2016) generando 
una guía confiable de diseño que se puede emplear en nuevos proyectos con 
estructuras metálicas. Para que una conexión pueda ser considerada como pre-
calificada, debe ser sometida a examen por parte del Panel de Revisores de Pre-
calificación del AISC, siguiendo las instrucciones contenidas en el ANSI/AISC 341 
(2010). Es importante mencionar que hasta la versión del año 2010 del ANSI AISC 
358 se contemplaban seis conexiones, habiéndose incorporado tres más en la 
versión del año 2016. 
 
El tema de las conexiones es de especial relevancia, al punto de recibir 
una consideración especial en lo que a la determinación de los parámetros 
sísmicos de una estructura se refiere. De ser necesario, el FEMA P695 (2009) 
propone un procedimiento específico para obtener los parámetros de diseño de 
estructuras cuyas conexiones no se encuentren dentro de las usuales. Este 
procedimiento ha sido aplicado también para el estudio de estructuras metálicas 
construidas conforme a la práctica habitual y los materiales de Ecuador, Vielma y 
Cando (2015) y Vielma y Cando (2017). 
 
En el terremoto del 16 de abril de 2016, que tuvo una magnitud de 
momento de 7.8, en la costa norte de Ecuador, se vio el buen comportamiento que 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 289 
 
tuvieron las pocas estructuras de acero construidas en la zona. Lo que no se tuvo 
en cuenta es que las estructuras de acero son flexibles y por ello se debe colocar 
paredes flexibles, para que se muevan a la par de la estructura de acero. 
 
Por otra parte, es importante colocar la mayor cantidad de columnas en 
todas las estructuras, para que tengan mayor redundancia y en las de acero con 
mayor razón para que sean estructuras rígidas, si se tienen pocos ejes de 
columnas y se cubren grandes luces muy probablemente en la parte central de la 
losa va a tener desplazamientos verticales considerables, que a lo mejor no se 
notan porque construyeron con contra flecha. 
 
Al ser la estructura flexible se va a deformar demasiado y tendrá derivas 
de piso altas, lo que implica daño en la mampostería a pesar de que tenga 
elementos confinantes en sus extremos y que decir si se tiene mampostería no 
confinada como sucedió en el edificio UVC de Manta (Unidad de Vigilancia 
Comunitaria) que tiene voladizos de 2.65 m, y de 1.50 m, en la planta baja. Aguiar 
et al. (2016) 
 
En este artículo se analiza únicamente el caso de vigas con perfiles tipo 
“I”, en las que sus dos alas (superior e inferior) son iguales, como se indica en la 
figura 2. 
 
2. PROPIEDADES DE UN PERFIL ‘I’ 
 
Sea 𝑑 la altura total del perfil “I”, indicado en la figura 2; 𝑏𝑓 el ancho del 
ala; 𝑡𝑓 es el peralte del ala; 𝑡𝑤 es el ancho del alma. 
 
Figura 2 Nomenclatura para definir una viga tipo “I” 
 
En base a la nomenclatura indicada en la figura 2, las propiedades de la 
sección, son: 
 
𝐴 = 2 ∗ 𝑏𝑓 ∗ 𝑡𝑓 + (𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓) ∗ 𝑡𝑤 
290 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
𝐼𝑥 =
𝑏𝑓 ∗ 𝑑
3 − (𝑏𝑓 − 𝑡𝑤) ∗ (𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓)
3
12
 
𝑆𝑥 = 2 ∗
𝐼𝑥
𝑑
 
𝑟𝑥 = √
𝐼𝑋
𝐴
 
Donde 𝐴 es el área de la sección transversal; 𝐼𝑥 es el momento de inercia 
con respecto al eje X; 𝑆𝑥 es el módulo elástico con respecto al eje X; 𝑟𝑥 es el radio 
de giro con respecto al eje X. Las mismas propiedades pero con respecto al eje Y, 
ver figura 1, son: 
 
𝐼𝑌 =
(2 ∗ 𝑏𝑓
3 ∗ 𝑡𝑓 + (𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓) ∗ 𝑡𝑤
3)
12
 
𝑆𝑦 = 2 ∗
𝐼𝑦
𝑏𝑓
 
𝑟𝑦 = √
𝐼𝑦
𝐴
 
A continuación se indica la ecuación para el cálculo del momento de 
inercia de torsión de Saint Venant 𝐽; del módulo de alabeo 𝐶𝑤; módulo plástico 𝑍𝑥; 
𝑍𝑦. 
 
𝐽 =
(2 ∗ 𝑏𝑓 ∗ 𝑡𝑓
3 + (𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓) ∗ 𝑡𝑤
3)
3
 
𝐶𝑤 = 𝑡𝑓 ∗ (𝑑 − 𝑡𝑓)
2 ∗
𝑏𝑓
3
24
 
𝑍𝑥 = 1.12 ∗ 𝑆𝑋 
 𝑍𝑦 = 1.125 ∗ 𝑆𝑦 
Para un mejor aprendizaje de la flexión en vigas de acero, en los 
siguientes sub apartados, se deducen las ecuaciones de cálculo del módulo 
elástico 𝑆𝑥 y del módulo plástico 𝑍𝑥. Donde además se presenta otra ecuación 
para el cálculo del módulo plástico. 
 
2.1 Cálculo del Módulo elástico 𝑺𝒙 
A la izquierda de la figura 3, se presenta una viga de acero simplemente 
apoyada; al centro su diagrama de esfuerzos en el rango elástico, donde se desea 
encontrar en primer lugar el esfuerzo 𝑋, en un punto situado a una distancia 𝑦. 
 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 291 
 
 
Figura 3 Diagrama de esfuerzos en el rango lineal de una viga tipo “I” 
Por triángulos semejantes se tiene: 
𝑓
𝑐
= 
𝑋
𝑦
 → 𝑋 =
𝑓 ∗ 𝑦
𝑐
 
Donde 𝑐, es la profundidad del eje neutro que para la viga de acero 
analizada se halla en la mitad. 
𝑐 =
𝑑
2
 
A la derecha de la figura 3, se tiene el perfil tipo “I”, y un elemento 
diferencial de área. Al multiplicar el esfuerzo por el diferencial de área se tiene la 
fuerza y si se multiplica este valor por el brazo de palanca 𝑦, se encuentra el 
diferencial de momento 𝑑𝑀 
 
𝑑𝑀 =
𝑓 ∗ 𝑦
𝑐
∗ 𝑑𝐴 ∗ 𝑦 
El momento total 𝑀, no es más que la integral. 
𝑀 = ∫
𝑓
𝑐
∗ 𝑦2 ∗ 𝑑𝐴 
Cuando el esfuerzo 𝑓 = 𝑓𝑦, se tiene el momento de fluencia 𝑀𝑦. Al ser 𝑓𝑦 y 
𝑐, constantes, salen de la integral con lo que se tiene: 
 
𝑀𝑦 =
𝑓𝑦
𝑐
∫ 𝑦2 𝑑𝐴 
Pero la integral de 𝑦2 𝑑𝐴, es el momento de inercia con respecto al eje X 
 
𝐼𝑥 = ∫ 𝑦
2 𝑑𝐴 
𝑀𝑦 =
𝑓𝑦
𝑐
∗ 𝐼𝑥 
292 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
Se define el módulo elástico 
𝑆𝑥 =
𝐼𝑥
𝑐
 
Para vigas tipo “I”, que tienen una altura total 𝑑. El módulo elástico vale. 
𝑆𝑥 =
2 ∗ 𝐼𝑥
𝑑
 
𝑀𝑦 = 𝑆𝑥 ∗ 𝑓𝑦 
Lo importante de la demostración es reconocer que el módulo elástico, 
está asociado a un comportamiento lineal del acero y que el momento máximo en 
el rango elástico es 𝑀𝑦. 
 
2.2 Cálculo del Módulo plástico 𝒁𝒙 
La definición del módulo plástico está asociada a un comportamiento 
elasto perfectamente plástico de acero, es decir no existe incremento de esfuerzos 
en la zona de endurecimiento del acero. Por otra parte el Momento plástico 𝑀𝑝 se 
halla con la siguiente ecuación. 
 
𝑀𝑝 = 𝑓𝑦 𝑍𝑥 
 
 
Figura 4 Diagrama de esfuerzos asociado al momento plástico. 
 
Para encontrar el módulo plástico 𝑍𝑥 se considera que toda la sección del 
perfil se plastifica; de tal manera que la zona que trabaja a compresión llega al 
límite de fluencia del acero 𝑓𝑦, y que la sección que trabaja a tracción también 
llega a 𝑓𝑦; cómo se muestra en la figura 4. La resultante de las fuerzas a 
compresión es 𝐴1 𝑓𝑦, y la resultante de las fuerzas a tracción es 𝐴2 𝑓𝑦. Estas 
fuerzas deben encontrarse en equilibrio. Luego 
 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 293 
 
𝐴1 = 𝐴2 =
𝐴
2
 
 
Para un perfil tipo “I” simétrico se tiene la expresión anotada en la parte 
superior. Ahora bien, sea 𝑦1 la distancia de la resultante de la fuerza a compresión 
con respecto al centro de gravedad de la seccióny sea 𝑦2 la distancia a la 
resultante de la fuerza a tracción. Con estas acotaciones el momento plástico 𝑀𝑝, 
vale: 
 
𝑀𝑃 = 𝑦1 ∗ 𝐴1 ∗ 𝑓𝑦 + 𝑦2 ∗ 𝐴2 ∗ 𝑓𝑦 
𝑀𝑃 =
𝐴
2
∗ 𝑓𝑦 ∗ (𝑦1 + 𝑦2) 
𝑍𝑥 =
𝐴
2
∗ (𝑦1 + 𝑦2) 
𝑀𝑃 = 𝑍𝑥 ∗ 𝑓𝑦 
Por otra parte; se define el factor de forma 𝑓 a la relación entre el 
momento plástico con relación al momento de fluencia. 
 
𝑓 =
𝑀𝑝
𝑀𝑦
= 
𝑍𝑥
𝑆𝑥
 
 
Para perfiles de acero tipo “I” este factor se halla alrededor de 1.12. Los 
centros de gravedad de la zona a compresión y tracción, valen: 
 
𝑦1 = 𝑦2 =
𝑡𝑤 (𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓)
2
+ 4 ∗ (𝑑 − 𝑡𝑓) ∗ 𝑏𝑓 ∗ 𝑡𝑓
4 ∗ [(𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓) ∗ 𝑡𝑤 + 2 ∗ 𝑏𝑓 ∗ 𝑡𝑓]
 
 
De tal manera que se puede calcular 𝑍𝑥 = 1.12 ∗ 𝑆𝑥, en forma aproximada 
y en forma exacta con la siguiente expresión. 
 
𝑍𝑥 = 𝐴 ∗ (
𝑡𝑤 (𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓)
2
+ 4 ∗ (𝑑 − 𝑡𝑓) ∗ 𝑏𝑓 ∗ 𝑡𝑓
4 ∗ [(𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓) ∗ 𝑡𝑤 + 2 ∗ 𝑏𝑓 ∗ 𝑡𝑓]
) 
 
 
3. PARÁMETROS DE ESBELTEZ Y ARRIOSTRAMIENTO 
 
3.1 Esbeltez en el ala 
 
Se define el parámetro de esbeltez en el ala 𝜆𝑓 de la siguiente manera: 
 
𝜆𝑓 = 
𝑏𝑓
2 𝑡𝑓
 
 
294 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
El significado de las variables ha sido ya indicado. En la tabla 1, se 
presentan los valores límites recomendados por el AISC 341-10 y por el ASCE/SEI 
41-13. Se aprecia que los límites están en función de la ductilidad que se espera 
del elemento. 
 
Tabla 1 Control del Pandeo local del ala comprimida 
Relación 
AISC341-10 ASCE/SEI 41-2013 
Elevada 
Ductilidad 
Moderada 
Ductilidad 
Elevada 
Ductilidad 
Moderada 
Ductilidad 
𝑏𝑓
2 𝑡𝑓
 
 
≤ 0.30 √
𝐸
𝑓𝑦
 ≤ 0.38 √
𝐸
𝑓𝑦
 
≤
52
√𝑓𝑦
 ≤
65
√𝑓𝑦
 
 
En el formulario del AISC 341-10 no hay problema de las unidades ya que 
el módulo de elasticidad del acero 𝐸 y el límite de fluencia 𝑓𝑦 se expresan en las 
mismas unidades. En cambio en las ecuaciones del ASCE/SEI 41-13, el valor de 
𝑓𝑦 se expresa en ksi. 
 
3.2 Esbeltez en el alma 
 
Se define la esbeltez en el alma 𝜆𝑤 como la relación entre la altura del 
perfil (ℎ = 𝑑 − 2 ∗ 𝑡𝑓) con relación al espesor del alma. 
𝜆𝑤 = 
ℎ
𝑡𝑤
 
 
En la tabla 2, se presentan los valores límites recomendados por el AISC 
341-10 y por el ASCE/SEI 41-13, de igual manera en función de la capacidad por 
ductilidad del elemento. 
 
Tabla 2 Control del pandeo local del alma 
Relación 
AISC341-10 ASCE/SEI 41-2013 
Elevada 
Ductilidad 
Moderada 
Ductilidad 
Elevada 
Ductilidad 
Moderada 
Ductilidad 
ℎ
𝑡𝑤
 
 
≤ 2.45√
𝐸
𝑓𝑦
 ≤ 3.76 √
𝐸
𝑓𝑦
 
≤
418
√𝑓𝑦
 ≤
640
√𝑓𝑦
 
 
 
3.3 Arriostramiento lateral 
 
Antes de presentar la ecuación con la que se determina la longitud no 
arriostrada; conviene mirar la estructura de acero de la figura 5, que corresponde 
al Bloque Estructural 1, donde funcionará el Centro de Investigaciones del 
Departamento de Ciencias de la Tierra y de la Construcción de la Universidad de 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 295 
 
Fuerzas Armadas ESPE, ubicada en el Valle de los Chillos, en Ecuador. Se 
aprecia que las columnas son cuadradas tubulares y las vigas son perfiles tipo “I”. 
Nótese que en el segundo piso se han empalmado las columnas, mediante placas 
de acero. 
 
Sobre la cimentación se tienen aisladores sísmicos de triple péndulo de 
fricción, de tal manera que la primera losa, corresponde a la losa de aislación; en 
el Bloque Estructural 2, que tiene un subsuelo, se ve unas columnas de hormigón 
armado y sobre estas se tienen los aisladores. 
 
Las vigas que unen las columnas, en la figura 5, se denominan vigas 
principales en la mitad de los vanos, existen vigas secundarias de tal manera que 
cada vano queda dividido en cuatro partes; ahora en la mitad de estas divisiones 
existen vigas terciarias y finalmente se tienen vigas cuaternarias. 
 
La luz que cubren las vigas principales es de aproximadamente 10 m., y la 
longitud entre viga y viga, transversal es de 1.0 m, de tal forma que la longitud no 
arriostraba es de 1.0 m. 
 
 
Figura 5 Bloque Estructural 1, del nuevo Centro de Investigaciones Científicas de 
Ciencias de la Tierra y la Construcción de la Universidad de Fuerzas Armadas 
ESPE, sobre aisladores sísmicos de triple péndulo de fricción. 
 
296 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
El arriostramiento transversal de las vigas principales permite que no se 
desplacen lateralmente y que no pandeen torsionalmente. Por lo tanto, es 
fundamental la colocación de vigas transversales para que tengan una mayor 
capacidad a flexión. 
 
Se denomina 𝐿𝑏, a la distancia entre arriostramientos laterales y de 
acuerdo al Instituto Americano de Normas (ANSI) y al Instituto Americano de 
Construcciones de Acero (AISC) ANSI/AISC 360-10 
 
𝐿𝑏 ≤ 0.086 (
𝐸
𝑓𝑦
) 𝑟𝑦 
 
4. CAPACIDAD A FLEXIÓN 
 
4.1 Sección compacta y lateralmente arriostrada 
 
Sea 𝐿𝑝 el valor límite de la longitud no arriostrada lateralmente para 
desarrollar la capacidad plástica a flexión considerando una distribución de 
momento uniforme en la longitud no arriostrada (𝐶𝑏 = 1) 
 
𝐿𝑝 = 1.74√
𝐸
𝑓𝑦
 𝑟𝑦 
 
Si: 𝜆𝑓 ≤ 0.30 √
𝐸
𝑓𝑦
 𝜆𝑤 ≤ 2.45 √
𝐸
𝑓𝑦
 𝐿𝑏 ≤ 𝐿𝑝 
 
𝑀𝑛 = 𝑀𝑝 ≤ 1.5 𝑀𝑦 
 
Donde 𝑀𝑛 es el momento nominal (capacidad a flexión). 
 
 
4.2 Pandeo Lateral Torsional Inelástico PLT 
 
Este estado límite de agotamiento resistente solamente se aplica a los 
miembros a flexión alrededor de su eje mayor y se aplican en elementos que 
cumplen con la siguiente relación. 
 
𝐿𝑝 ≤ 𝐿𝑏 ≤ 𝐿𝑟 
 
 
Donde: 𝐿𝑟 es el límite de la longitud no arriostrada lateralmente en un 
análisis plástico. Se definen los factores de pandeo de la viga 𝐶1, 𝐶2, de la 
siguiente manera. 
 
𝐶1 = 
𝜋
𝑆𝑥
√
𝐸 𝐺 𝐽 𝐴
2
 𝐶2 = 4
𝐶𝑤
𝐼𝑦
 (
𝑆𝑥
𝐺 𝐽
)
2
 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 297 
 
𝑟𝑡𝑠 = √
√𝐼𝑦 𝐶𝑤
𝑆𝑥
 
ℎ𝑜 = 𝑑 − 𝑡𝑓 
𝐿𝑟 = 1.95𝑟𝑡𝑠
𝐸
0.70 𝑓𝑦
√
𝐽
𝑆𝑥ℎ𝑜
+ √(
𝐽
𝑆𝑥ℎ𝑜
)
2
+ 6.76 (
0.70 𝑓𝑦
𝐸
)
2
 
Finalmente, el momento nominal para el caso de PLT inelástico, vale: 
𝑀𝑛 = 𝐶𝑏 [𝑀𝑝 − (𝑀𝑝 − 0.70 𝑓𝑦𝑆𝑥) [
𝐿𝑏 − 𝐿𝑝
𝐿𝑟 − 𝐿𝑝
]] ≤ 𝑀𝑝 
𝐶𝑏 =
12.5𝑀𝑚𝑎𝑥
2.5𝑀𝑚𝑎𝑥 + 3𝑀𝐴 + 4𝑀𝐵 + 3𝑀𝐶
 
La variable no definida todavía es 𝐶𝑏 que es un coeficiente para ajustar la 
fórmula de pandeo flexo torsional al diagrama de momentos, dentro de la longitud 
no arriostrada. El significado de las variables que intervienen en el cálculo de 𝐶𝑏, 
es: 𝑀𝐴, 𝑀𝐵 , 𝑀𝐶 son los momentos evaluados en 
𝐿𝑏
4
; 
𝐿𝑏
2
; 
3𝐿𝑏
4
 , respectivamente; 𝑀𝑚𝑎𝑥 
es el valor del momento máximo en la longitud no arriostrada. 
 
 
4.3 Pandeo Lateral Torsional Elástico PLT 
 
En este caso se tiene: 
 
𝐿𝑏 > 𝐿𝑟 
 
𝑀𝑐𝑟 = 𝐶𝑏
𝜋
𝐿𝑏
√𝐸𝐼𝑦𝐺𝐽 + (
𝜋𝐸
𝐿𝑏
)
2
 𝐼𝑦𝐶𝑤 ≤ 𝑀𝑝 
Donde 𝑀𝑐𝑟 es el momento elástico crítico, es el estado límite que controla 
la resistencia a flexión de una viga. 
 
 
5. RESISTENCIA NOMINAL AL CORTE 
 
La resistencia nominal al corte se halla con las siguientes ecuaciones. 
𝐴𝑤 = 𝑑 𝑡𝑤 
𝑉𝑛 = 0.60 𝑓𝑦𝐴𝑤 𝐶𝑣 
298 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
Donde 𝐶𝑣 es la relación entre la tensión crítica en el alma, de acuerdo con 
la teoría elástica de pandeo, con relación a la tensión cortante cedente. Para su 
evaluación se tienen tres casos. 
 
 Cuando 
ℎ
𝑡𝑤
≤ 1.10√
 5 𝐸
𝑓𝑦
 
𝐶𝑣 = 1.00 
 
 Cuando 1.10√
𝟓 𝑬
𝒇𝒚
<
𝒉
𝒕𝒘
≤ 1.37√
𝟓 𝑬
𝒇𝒚
 
 
 𝐶𝑣 = 
1.10√5𝐸 𝑓𝑦
⁄
ℎ
𝑡𝑤
⁄
 
 Cuando 
𝒉
𝒕𝒘
> 1.37√
𝟓 𝑬
𝒇𝒚
 
 𝐶𝒗= 
1.51 ∗ 5 𝐸
(ℎ 𝑡𝑤
⁄ )
2
 𝑓𝑦
 
 
6. RELACIÓN MOMENTO ROTACIÓN 
 
Con el propósito de complementar el marco teórico expuesto, para el 
diseño de vigas de acero, con perfiles tipo “I”, en el presente apartado se presenta 
el modelo del ASCE/SEI 41-13, que permite determinar los diagramas: Momento 
Rotación 𝑀 − 𝜃, o el diagrama fuerza desplazamiento 𝐹 − Δ. 
 
 
Figura 6 Diagrama Momento-rotación, o, diagrama Fuerza-desplazamiento. 
Modelo del ASCE/SEI 41-13 
 
El punto B, del diagrama de la figura 6, corresponde al momento de 
fluencia 𝑀𝑦, cómo se indicó es el límite del rango elástico e inicio del rango 
inelástico, está asociado a la rotación de fluencia 𝜃𝑦. El punto C, es el momento 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 299 
 
último 𝑀𝑢 que está asociada a la rotación 𝜃𝑢. La recta DE, corresponde al 
momento residual 𝑀𝑟. (Mora y Aguiar, 2015). 
 
El momento plástico 𝑀𝑝, se encuentra entre el momento 𝑀𝑦, y el momento 
𝑀𝑢, se ha trabajado con un modelo elasto perfectamente plástico, de tal manera 
que es una recta paralela al eje X. 
 
A partir del momento y rotación de fluencia, el ASCE/SEI 41-3 presenta los 
valores de 𝑎, 𝑏, 𝑐, indicados en la figura 6, con los cuales se halla la rotación última 
𝜃𝑢, y la rotación residual 𝜃𝑟, con los valores de 𝑎, 𝑏. En la última columna de la 
tabla 3, se presenta el valor de 𝑐, con el que se obtiene 𝑀𝑟 = 𝑐 𝑀𝑦 
 
Tabla 3 Parámetros que definen el diagrama Momento Rotación. 
Fuente: ASCE/SEI 41-13. 
Condición de Geometría a b c 
a. 
𝑏𝑓
2𝑡𝑓
≤
52
√𝑓𝑦𝑒
 y 
ℎ
𝑡𝑤
≤
418
√𝑓𝑦𝑒
 9𝜃𝑦 11𝜃𝑦 0.6 
b. 
𝑏𝑓
2𝑡𝑓
≥
65
√𝑓𝑦𝑒
 o 
ℎ
𝑡𝑤
≥
640
√𝑓𝑦𝑒
 4𝜃𝑦 6𝜃𝑦 0.2 
c. Otros 
Interpolación lineal se utilizará el menor 
resultado 
 
En las tablas 1 y 2 se presentaron los valores de la primera columna de la 
tabla 3 y se recuerda que la segunda fila corresponde al caso en que la viga tiene 
una elevada ductilidad, la sección es compacta. 
 
En la tercera fila de la tabla 3, se tiene que los factores de esbeltez del ala 
o del alma, son mayores o igual a los valores límites de moderada ductilidad. Al 
ser mayor o igual se tiene una sección no compacta. Se aprecia que la viga tiene 
menos ductilidad. 
 
En zonas de alta peligrosidad sísmica es importante que sus elementos 
tengan una gran ductilidad; por lo que no es conveniente trabajar con secciones 
no compactas. 
 
En base al diagrama Momento-Rotación, se halla la rigidez de la sección 
de una viga, para el rango elástico con la pendiente de la recta AB; para el rango 
inelástico con el valor de la pendiente BC; si se trabaja con un modelo bilineal. 
Ahora bien, en este modelo del ASCE/SEI 41-13, no se considera la longitud 
no arriostrada. 
 
 
7. UN CASO DE APLICACIÓN 
 
Como aplicación de la teoría expuesta, se analiza una viga tipo de la 
estructura de acero de la Unidad de Vigilancia Comunitaria UVC, ubicada en la 
ciudad de Manta. En la figura 7 a, se observa el bloque estructural de la residencia 
de los vigilantes de la UVC, que fue terminada de construir 3 años antes del 
terremoto del 16 de abril de 2016, que tuvo una magnitud de momento de 7.8; es 
una estructura de 4 pisos. 
300 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
Se denomina, sentido longitudinal, a la dirección más larga del edificio y 
sentido transversal a la dirección corta. En la planta baja, en la dirección 
transversal en la mayor parte, los pórticos solo tienen dos columnas de acero y 
voladizos a los dos lados, precisamente las terrazas que se aprecian en la planta 
baja corresponden a los voladizos. 
 
La estructura de acero tuvo un excelente comportamiento durante el 
sismo; lo que sí tuvo, fue daño en la mampostería de bloques prensados, una 
muestra de ello se evidencia en la figura 7 b, donde se observa rotura de paredes 
en el perímetro de la estructura bajo los voladizos, por la no existencia de 
elementos confinantes. Aguiar et al. (2016). 
 
 
a) b) 
Figura 7 Residencia de la Unidad de Vigilancia Comunitaria UVC de Manta; 
a) Antes del terremoto del 16 de abril de 2017; b) Después del Terremoto. 
Fuente: Aguiar et al. (2016). 
 
Los pórticos del 1 al 5, en sentido transversal, tienen dos columnas en los 
ejes A y C, y cubren una luz de 9.10 m. Los pórticos 6 al 9 tienen 3 columnas, se 
incrementa la columna del eje B. El voladizo que aparece en la figura 8 a, y b, 
tiene una longitud de 2.65 m, y en la parte posterior el voladizo es de 1.50 m. Las 
paredes que se encontraban bajo estos volados tuvieron daño entre extensivo y 
completo. También se registró daño en la mampostería, entre las columnas cuyas 
luces son de 9.10 m, por la no existencia de elementos confinantes en la parte 
central. 
 
 
Figura 8 Vista en planta de las vigas de acero de la losa de la planta baja, de UVC 
de Manta. Aguiar et al. (2016). 
 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 301 
 
Las vigas principales han sido identificadas como TP-07 y las vigas 
secundarias como TS-02. Son estas últimas las que dan arriostramiento al ala 
superior de las vigas principales para evitar el pandeo lateral torsional, se observa 
que las vigas secundarias solo se encuentran en el sentido longitudinal, de tal 
manera que los pórticos transversales son los que tienen elementos transversales 
confinantes; no así las vigas de los pórticos longitudinales. En estas condiciones la 
longitud no arriostrada es de 2.275 m (9/4) para las vigas de los pórticos 
transversales. Las dimensiones de la viga TP-07, son las siguientes. 
 
𝑑 = 530 𝑚𝑚; 𝑏𝑓 = 200 𝑚𝑚; 𝑡𝑓 = 15 𝑚𝑚; 𝑡𝑤 = 10 𝑚𝑚 
 
El acero utilizado es A57 que tiene un límite de fluencia 𝑓𝑦 = 3515 
𝑘𝑔
𝑐𝑚2
, y 
un esfuerzo 𝑓𝑢 = 4570 
𝑘𝑔
𝑐𝑚2
. 
 
En la figura 9, se observan los pórticos en sentido longitudinal y se aprecia 
que la mayor rigidez a flexión, de las columnas, ha sido dada en el sentido de los 
pórticos transversales; en un círculo se indican las vigas de arriostramiento TS-02, 
no se aprecia vigas secundarias en el sentido transversal. 
 
 
Figura 9 Vigas de transversales (círculo) para limitar la longitud no arriostrada. 
 
 
7.1 Capacidad a flexión 
 
Se analiza la viga, de un pórtico en sentido transversal, que tiene 9.10 m, 
de longitud y se ve que tanto el ala como el alma son compactas. 
 
𝑏𝑓
2𝑡𝑓
=
20
2 ∗ 1.5
= 6.67 ≤ 0.30√
𝐸
𝐹𝑦
 
El valor de 0.30√
𝐸
𝐹𝑦
 es 7.33; por otro lado el valor de 2.45√
𝐸
𝐹𝑦
 es 59.88 
ℎ
𝑡𝑤
=
53 − 2 ∗ 1.5
1
= 50 ≤ 2.45√
𝐸
𝐹𝑦
 
302 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
Por lo tanto, la viga tiene una elevada ductilidad (ver tablas 1 y 2). La 
longitud no arriostrada lateralmente es 0.086 (
𝐸
𝐹𝑦
) 𝑟𝑦 = 0.086 ∗ (
2100000
3515
) ∗ 4.27 = 
219.39 cm. Se tiene que 𝐿𝑏 = 227.5. Luego no cumple la siguiente relación. 
 
𝐿𝑏 ≤ 0.086 (
𝐸
𝑓𝑦
) 𝑟𝑦 
Ahora se va a calcular el valor de 𝐿𝑝 y 𝐿𝑟 para averiguar con que ecuación 
se halla el momento nominal. 
 
𝐶1 = 
𝜋
𝑆𝑥
√
𝐸 𝐺 𝐽 𝐴
2
=
𝜋
1894
∗ √
2100000 ∗ 807692 ∗ 61.66 ∗ 110
2
 = 125798 
𝑘𝑔
𝑐𝑚2
 
 𝐶2 = 4
𝐶𝑤
𝐼𝑦
 (
𝑆𝑥
𝐺 𝐽
)
2
= 4 
1326125
2004
(
1894
807692 ∗ 61.66
)
2
= 3.83 ∗ 10−6 
𝑐𝑚4
𝑘𝑔
 
 
𝑟𝑡𝑠 = √
√𝐼𝑦 𝐶𝑤
𝑆𝑥
= √
√2004 ∗ 1326125
1894
= 5.22 𝑐𝑚 
ℎ𝑜 = 𝑑 − 𝑡𝑓 = 53 − 1.5 = 51.5 𝑐𝑚 
 
𝐿𝑝 = 1.74√
𝐸
𝑓𝑦
 𝑟𝑦 = 1.74 ∗ √
2100000
3515
∗ 4.27 = 181.60 𝑐𝑚 
 
𝐿𝑟 = 1.95𝑟𝑡𝑠
𝐸
0.70 𝑓𝑦
√
𝐽
𝑆𝑥ℎ𝑜
+ √(
𝐽
𝑆𝑥ℎ𝑜
)
2
+ 6.76 (
0.70 𝑓𝑦
𝐸
)
2
 
𝐿𝑟 = 1.95 ∗ 5.22 ∗
2100000
0.7 ∗ 3515
∗ √
61.66
1894 ∗ 51.5
+ √(
61.66
1894 ∗ 51.5
)
2
+ 6.76 ∗ (
0.7 ∗ 3515
2100000
)
2
= 531.24 𝑐𝑚 
Por lo tanto se tieneun caso de Pandeo Lateral Torsional Inelástico, ya 
que: 
𝐿𝑝 ≤ 𝐿𝑏 ≤ 𝐿𝑟 
 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 303 
 
𝑀𝑝 = 3515 ∗ 2122 = 7458830 𝑘𝑔 ∗ 𝑐𝑚 
𝑀𝑛 = 𝐶𝑏 [𝑀𝑝 − (𝑀𝑝 − 0.70 𝑓𝑦 𝑆𝑥) [
𝐿𝑏 − 𝐿𝑝
𝐿𝑟 − 𝐿𝑝
]] ≤ 𝑀𝑝 
𝑀𝑛 = 1.17 ∗ [7458830 − (7458830 − 0.7 ∗ 3515 ∗ 1894) ∗ [
227.5 − 181.60
531.24 − 181.60
]]
= 8297000 𝑘𝑔 ∗ 𝑐𝑚 
Pero 𝑀𝑛 tiene que ser menor al momento plástico 𝑀𝑝. Luego: 
𝑀𝑛 = 7458830 𝑘𝑔 ∗ 𝑐𝑚 
Por último: 
𝜙 𝑀𝑛 = 0.9 ∗ 7458830 = 6712947 𝑘𝑔 ∗ 𝑐𝑚 
7.2 Capacidad en función de longitud de arriostramiento 
 
Lo que se pretende ilustrar en este apartado es la importancia de tener 
vigas arriostradas, para ello se grafica la capacidad de momento a flexión 𝑀𝑛 en 
función de la longitud arriostrada 𝐿𝑏, para la viga que se está analizando que tiene 
una longitud de 9.10 m, esta relación se presenta en la figura 10, para algunos 
casos de interés asociados con los dos métodos de diseño de estructuras de 
acero. 
 
Las gráficas tienen tres zonas y son: i) La plataforma de momento plástico; 
ii) La zona de pandeo lateral torsional inelástico, que es la primera rama 
descendente, y, iii) La zona de pandeo lateral torsional elástico que es la segunda 
rama. 
 
Es verdad que el tamaño y ubicación de las vigas secundarias (La 
estructura de UVC solo tiene tres vigas secundarias dentro de un vano), o 
terciarias depende fundamentalmente de la deformación vertical en el centro del 
vano, la misma que tiene que ser menor que una tolerancia dada por las 
normativas sísmicas. Aguiar et al. (2016). A continuación se describe con mayor 
detalle las gráficas de la figura 10. 
 
En la figura 10 se muestra en azul la envolvente del momento resistente a 
fluencia del patín a compresión y tracción, momento resistente a pandeo local de 
patines a compresión, y momento resistente a pandeo lateral torsional, 
multiplicado por Φ = 0.9 para diseño por última resistencia (LRFD) versus la 
longitud sin arriostrar, y en rojo dividido para 𝛺 = 1.67 para diseño por esfuerzos 
admisibles (ASD). 
 
304 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
 
Figura 10 Gráfico Momento resistente – Longitud sin arriostrar para la viga 
analizada. 
 
 
Por último, se debe manifestar que un vano de la estructura analizada 
tiene 9.10 m, en un sentido y 5.10 m, en el otro sentido. En el sentido largo se 
tienen tres vigas de arriostramiento con lo que 𝐿𝑏 = 227.5 𝑐𝑚, y en la figura 10 se 
observa que la viga está en capacidad de desarrollar el momento plástico 𝑀𝑝. En 
el sentido transversal no tiene vigas secundarias por lo que está alrededor de los 
5.10 m, la longitud no arriostrada, y para esta longitud se reduce 
considerablemente la capacidad a flexión de la viga, que tiene las mismas 
dimensiones. Es verdad que el Proyectista Estructural armó la viga para que el 
pórtico resistente a cargas verticales sea en el sentido transversal. 
 
7.3 Relación Momento – Rotación 
 
Para encontrar la respuesta no lineal, estática o dinámica, se necesita 
definir la curva momento rotación de cada uno de los elementos de la estructura. 
En este apartado se presenta en forma detallada la obtención de este diagrama 
siguiendo los lineamientos del ASCE/SEI 41, para la viga de acero que se está 
analizando. 
 
El giro de fluencia 𝜃𝑌 de acuerdo al ASCE/SEI 41 se calcula con la 
siguiente ecuación, que considera que en los dos extremos de la viga se alcanza 
el momento plástico. Aguiar et al. (2015). 
 
𝜃𝑦 = 
𝐿 𝑍𝑥 𝑓𝑦
6 𝐸 𝐼𝑥
= 
910 ∗ 2122 ∗ 3515
6 ∗ 2100000 ∗ 50212
= 0.0107 𝑟𝑎𝑑 
 
𝑀𝑦 = 𝑆𝑥 ∗ 𝑓𝑦 = 1894 ∗ 3515 = 6657410 𝑘𝑔 ∗ 𝑐𝑚 
 
 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 305 
 
𝜃𝑢 = 9 ∗ 𝜃𝑦 = 9 ∗ 0.0107 = 0.0966 𝑟𝑎𝑑 
 
𝑀𝑢 = 𝑀𝑦 + (
𝜃𝑢 − 𝜃𝑦
𝜃𝑦
) 𝛼 ∗ 𝑀𝑦 = 6657410 + (
0.0966 − 0.0107
0.0107
) 0.03 ∗ 6657410 
𝑀𝑢 = 8255200 𝑘𝑔 ∗ 𝑐𝑚 
 
La variable no definida todavía es 𝛼 que es la relación entre la rigidez post 
fluencia 𝐾𝑝 con respecto a la rigidez elástica 𝐾𝑒. 
 
𝛼 = 
𝐾𝑝
𝐾𝑒
 
 
𝐾𝑝 = 
𝑀𝑢 − 𝑀𝑦
𝜃𝑢 − 𝜃𝑦
 
 
𝐾𝑒 =
𝑀𝑦
𝜃𝑦
 
 
Un valor adecuado para 𝛼 = 0.03. Nótese que el momento último obtenido 
es similar al momento nominal encontrado para el caso de pandeo lateral torsional, 
inelástico. De tal manera que el valor de 𝛼 es aceptable. Continuando con el 
cálculo, se tiene el punto residual. 
 
𝜃𝑟 = 11 𝜃𝑦 = 11 ∗ 0.0107 = 0.1180 𝑟𝑎𝑑 
 
𝑀𝑟 = 𝑐 ∗ 𝑀𝑦 = 0.6 ∗ 6657410 = 3994446 𝑘𝑔 𝑐𝑚 
 
Finalmente, en la figura 11 se presenta el diagrama momento-rotación de 
la viga analizada. 
 
 
Figura 11 Diagrama Momento-Rotación de viga Tipo de acero utilizada en 
UVC de Manta. 
306 Roberto Aguiar, Juan Carlos Vielma, David Mora 
 
 
8. COMENTARIOS Y CONCLUSIONES 
 
Se ha presentado con detalle el cálculo de las propiedades de un perfil de 
acero tipo “I”, resaltando la forma de obtener los módulos de elasticidad y de 
plasticidad, toda vez que estos sirven para hallar el momento de fluencia y el 
momento plástico, que son utilizadas en el análisis y diseño de vigas. 
 
También se ha indicado el cálculo de la capacidad a flexión haciendo ver 
la importancia de tener vigas secundarias transversales que limiten la longitud de 
arriostramiento ya que mientras más grande sea esta longitud menor será la 
capacidad a flexión de la viga. 
 
 Para el efecto se presenta la curva que relaciona el momento con la 
longitud de arriostramiento y se observan las tres zonas que tiene esta curva que 
son la plataforma de momento plástico; la de pandeo torsional inelástico y la de 
pandeo lateral elástico. 
 
Finalmente se presentó el diagrama momento rotación, recomendado por 
el ASCE/SEI 41 que sirve para el análisis no lineal, el mismo que considera que la 
viga de acero no tiene problemas de arriostramiento lateral. 
 
El marco teórico expuesto se lo aplicó a una viga tipo de la estructura de 4 
pisos, destinada a residencia de los vigilantes de la Unidad de Vigilancia 
Comunitaria UVC, de la ciudad de Manta. Estructura que fue terminada de 
construir en el 2013 y que tuvo un buen desempeño sísmico durante el terremoto 
del 16 de abril de 2016. 
 
La estructura de acero tuvo un buen desempeño pero no la mampostería 
que tuvo un daño extensivo porque no tenía elementos confinantes y debido a que 
se utiliza mampostería rígida en una estructura flexible; lo adecuado habría sido 
construir paredes con material flexible, como es el Gypsum. 
 
Se aspira con la escritura de este artículo, haber aportado al conocimiento 
del diseño y análisis de vigas de acero con perfiles tipo “I”, muy utilizadas en 
países con alta peligrosidad sísmica. 
 
 
AGRADECIMIENTO 
 
Los autores agradecen la participación en este artículo de Johana 
Espinoza y Tania Franco, estudiantes de la Universidad Laica Eloy Alfaro de 
Manabí. 
 
 
REFERENCIAS 
 
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 Diseño y análisis de vigas de acero con sección tipo “I” 307 
 
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momento-rotación para elementos de hormigón armado y acero con 
ASCE/SEI 41 y sistema de computación CEINCI-LAB”, Revista Ciencia, 
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comportamiento de la Norma Ecuatoriana de la Construcción para 
estructuras metálicas porticadas”. Revista Internacional de Métodos 
Numéricos para cálculo y diseño en Ingeniería, En prensa, Barcelona, 
España. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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